4. Phương pháp nghiên cứu
4.4.2.Phân tích cơ chế mòn mảnh dao
4.4.2.1. Phân tích thí nghiệm
Độ cứng của vật liệu gia công ảnh hưởng trực tiếp đến quy luật phát triển nhiệt độ trong vùng cắt (tốc độ mòn mặt trước). Nghiên cứu của Liu và đồng nghiệp [11] cho thấy khi thay đổi độ cứng phôi từ 30 HRC đến 64 HRC thì mòn đạt tốc độ cao nhất ở độ cứng 50 HRC. Ở độ cứng (40 50)HRC mòn lớn nhất, mòn lõm cũng có quy luật tương tự, mòn dụng cụ nhỏ hơn khi độ cứng phôi lớn hơn hoặc nhỏ hơn khoảng từ (40÷50)HRC. Quy luật này chứng tỏ rằng mòn dụng cụ lớn nhất khi độ cứng phôi nằm trong dải từ (40 ÷ 50 HRC) và ở nhiệt độ cao hơn.
Cơ chế mòn do khuyếch tán quan sát được trên mặt trước của dụng cụ phủ TiAlN khi tiện thép tôi cứng bề mặt, lớp phủ bị suy giảm trên vùng mòn mặt trước do TiAlN bị khuyếch tán vào mặt dưới của phoi.
4.4.1.2. Kết quả thí nghiệm mòn dụng cụ
Ở độ cứng phôi 40 - 45 HRC, khi tiện lần đầu trên mặt trước của dao xuất hiện sự bám dính của vật liệu gia công lên bề mặt với bề rộng xấp xỉ 100 μm (hình 4.5a), cung mòn bắt đầu xuất hiện trên lưỡi cắt chính với bề rộng xấp xỉ 30 μm (hình 4.5b). Trên vùng mòn mặt trước này không nhìn thấy hình ảnh của lớp phủ như vùng chưa bị mòn, lớp bề mặt có cấu trúc sóng. Vết mòn này khá nguy hiểm có thể dẫn đến phá hủy lưỡi cắt. Đây là hình ảnh mòn vật liệu dòn theo cơ chế biến dạng dẻo bề mặt do hạt cứng cày trên bề mặt dưới tác dụng của ứng suất pháp rất lớn ở vùng lưỡi cắt gây ra.
Khi tiện lần thứ 2, chiều dài cung mòn trên mặt trước của dao gần như không thay đổi (hình 4.6a). Trên mặt trước của dao vẫn xuất hiện sự bám dính của vật liệu gia công. Có thể thấy vật liệu gia công dính tập trung ở vùng phoi thoát khỏi mặt trước của dụng cụ.
Đến lần cắt thứ 3, bản chất mòn trên cả mặt trước không thay đổi, chiều dài cung mòn trên lưỡi cắt chính và bề rộng cung mòn gần như là không thay đổi Khi độ cứng phôi đạt 50 – 55 HRC, ở lần cắt thứ nhất, trên vùng mòn mặt trước, chiều dài cung mòn trên lưỡi cắt chính không thay đổi đáng kể, dạng mòn này không nguy hiểm vẫn đảm bảo được lưỡi cắt, sự bám dính của vật liệu gia công chỉ tập trung rất ít ở vùng phoi thoát khỏi mặt trước của dụng cụ chứ không phải gần vùng lưỡi cắt (hình 4.7a).
Quan sát hình ảnh phần cắt của dao trên kính hiển vi ta thấy tại đây có hai vùng rất rõ dệt: Vùng đen và vùng trắng. Sau khi phân tích EDX (Hình 1.13; hình 1.14) thấy rằng: Vùng đen trên phần cắt của dao có thành phần hóa học các chất như sau: W: 45,5%; Co: 34,7%; Al:7,9%; Ba: 4,6%; Ti: 4,0% (Hình 4.13). Phân tích EDX cho thấy vùng đen là vùng bị mòn không còn xuất hiện thành phần lớp phủ TiAlN trên vùng này nữa, các chất còn lại chính là lớp nền. EDX phân tích thành phần hóa học vùng trắng trên phần cắt của dao (Hình 1.14) có: Ti = 35,9%; Fe = 28,8%; 0 = 9,8%; N= 9,3 %, Al= 7,3%; Ca = 3,2%; Ba=2,5%; Si=0,9%; Cr = 0,9%; C = 0,2%. Kết quả phân tích cho
thấy vùng này có thành phần Fe, c, Cr, Si đó chính là thành phần của vật liệu gia công do sự trượt và dính của các lớp dưới của phoi vào bề mặt vùng cắt (Hình 1.14).
Hình 4.13. Ảnh phân tích EDX vùng đen trên phần cắt của dao trên kính hiển vi điện tử
Hình 4.14. Ảnh phân tích EDX vùng trắng trên phần cắt của dao trên kính hiển vi điện tử
Ở lần cắt thứ hai và thứ ba, hiện tượng mòn trên mặt trước không thay đổi so với ở lần cắt thứ nhất.
Khi gia công phôi ở độ cứng 57 – 60 HRC, hiện tượng mòn mặt trước của dụng cụ cắt không thay đổi nhiều so với dụng cụ cắt khi gia công phôi ở độ cứng 50 -55 HRC, tuy nhiên su thế mòn dao ở độ cứng nay nguy hiểm hơn.
Từ các kết quả thí nghiêm có thể thấy mòn mặt trước của dụng cụ có thể chia thành ba vùng rõ rệt theo phương thoát phoi thông qua mức độ dính của vật liệu gia công với mặt trước. Vùng một nằm sát lưỡi cắt với những vết biến dạng dẻo bề mặt do các hạt cứng trong vật liệu gia công gây nên, vùng hai tiếp theo với sự dính nhẹ của vật liệu gia công trên mặt trước, vùng ba là vùng phoi thoát ra khỏi mặt trước, ở đây vật liệu gia công dính nhiều trên bề mặt.
Theo các kết quả nghiên cứu của Tren [22] thì vùng một là vùng ngay sát lưỡi cắt là vùng mà các lớp vật liệu gia công sát mặt trước dính và dừng trên mặt trước tạo nên vùng biến dạng thứ hai trên phoi. Tuy nhiên, các hình ảnh bề mặt cho thấy hiện tượng biến dạng dẻo bề mặt do cào xước theo hướng thoát phoi gây mòn tạo nên mặt trước phụ với góc trước phụ âm.
Vùng hai là vùng dính của vật liệu gia công với mức độ tăng dần về phía vùng thoát phoi khỏi mặt trước.
Vùng ba vật liệu gia công dính nhiều trên mặt trước với các vết trượt của vật liệu phôi, đây là vùng ma sát thông thường với hệ số ma sát f = const phù hợp với mô hình của Zorev [12].
4.4.2.3. Kết luận
Các kết quả nghiên cứu cho thấy khi tiện tinh thép 9XC bằng dao phủ TiAlN xảy ra mòn mặt trước. Cơ chế mòn mặt trước chủ yếu là do biến dạng dẻo, do tác dụng cào xước của các hạt cứng trong thép và sự tách ra khỏi bề mặt của lớp phủ và do mỏi dính với sự bóc tách của từng mảng vật liệu trên mặt trước.
Ba cơ chế mòn chính khi tiện cứng thép 9XC qua tôi khi thay đổi độ cứng phôi là mòn do dính, mòn do cào xước và mòn do nhiệt. Mòn do nhiệt là dạng
mòn chính do dãn nở nhiệt cục bộ của lớp vật liệu dụng cụ kết hợp với quá trình ôxy hoá ở nhiệt độ cao làm bong các mảnh vật liệu dụng cụ ra khỏi bề mặt.
Khi độ cứng vật liệu gia công (40-45 HRC) dụng cụ cắt bị mòn nhanh, do ở độ cứng này xảy ra hiện tượng mòn dính: độ cứng thấp, dưới áp lực và nhiệt độ, bề mặt tiếp xúc chuyển động liên tục trong khi cắt tạo điều kiện thuận lợi cho quá trình chảy dính, đó là tạo ra mối liên kết kim loại như sự hàn ở pha rắn tại những vùng tiếp xúc, trong quá trình chuyển động chúng bị bứt ra và lôi đi. Lưỡi cắt mòn nhanh và đồng thời nhám bề mặt cũng tăng theo (kết quả đo nhám bề mặt cho thấy nhám đạt được ở độ cứng này có giá trị từ 0,73 ÷ 1,08 μm, tương đương độ nhám cấp 7).
Khi tăng độ cứng phôi đến (50 -55HRC), ở độ cứng này sự bám dính của vật liệu gia công gần như không còn, sự bám dính này chỉ tập trung rất ít ở vùng phoi thoát khỏi mặt trước của dụng cụ chứ không phải gần vùng lưỡi cắt nên giữ được độ bền của lưỡi cắt. Nhám bề mặt chi tiết ở độ cứng này đạt được giá trị trong khoảng (0,41 ÷ 0,47 μm) tương đương cấp 8.
Khi tiếp tục tăng độ cứng phôi lên 60 HRC, ở độ cứng cao mòn do nhiệt là dạng mòn chính do dãn nở nhiệt cục bộ của lớp vật liệu dụng cụ trên mặt sau kết hợp với quá trình ôxy hoá ở nhiệt độ cao làm bong các mảnh vật liệu dụng cụ ra khỏi bề mặt. Mòn phát triển nhanh hơn ở vùng dưới lưỡi cắt phụ làm tăng nhám bề mặt và phá huỷ lưỡi dao (kết quả đo nhám bề mặt cho thấy nhám đạt được ở độ cứng này từ 0,67 ÷ 0,89 μm, tương đương độ nhám cấp 7).
Từ kết quả nghiên cứu có thể thấy khi gia công tinh thép 9XC đã qua tôi ở chế độ cắt (v = 200m/phút, S = 0,12mm/vòng, t = 0,15mm), bằng dao phủ TiAlN thì không nên sử dụng phôi có độ cứng thấp hoặc độ cứng quá cao vì khi đó dụng cụ sẽ bị phá huỷ nhanh (Mòn do dính hoặc mòn do nhiệt) và chất lượng bề mặt phôi không tốt.
4.5. Kết luận chung
Với nội dung “Nghiên cứu ảnh hưởng độ cứng vật liệu gia công (9XC) đến chất lượng bề mặt khi tiện cứng” qua bốn chương đề tài đã giải quyết được các vấn đề sau:
- Đề tài đã đánh giá được ảnh hưởng của độ cứng vật liệu gia công đến chất lượng bề mặt thép 9XC khi tiện bằng dao hợp kim cứng phủ TiAlN.
- Đánh giá được ảnh hưởng của độ cứng đến mòn mặt trước của dụng cụ cắt phủ TiAlN thông qua ảnh chụp mòn dao và phân tích EDX dưới kính hiển vi điện tử.
4.6. Hƣớng nghiên cứu tiếp theo của đề tài
Kết quả nghiên cứu của đề tài chỉ dừng ở một chế độ công nghệ, một loại dụng cụ cắt, một loại vật liệu và một bộ thông số chế độ cắt nhất định. Vì vậy cần tiến hành thí nghiệm một cách tổng quan hơn để tìm ra các quy luật rộng hơn trong cơ chế mòn phần cắt của dao và chất lượng bề mặt phôi. (adsbygoogle = window.adsbygoogle || []).push({});
Nghiên cứu ảnh hưởng của hình dạng lưỡi cắt đến chất lượng bề mặt và mòn dụng cụ.
Nghiên cứu ảnh hưởng của lực cắt đến chất lượng bề mặt và tuổi bền dụng cụ.
TÀI LIỆU THAM KHẢO
[1]. Trần Hữu Đà, Nguyễn Văn Hùng, Cao Thanh Long (1998), “Cơ sở chất lượng quá trình cắt”, Trường Đại học Kỹ thuật Công nghiệp Thái Nguyên. [2]. Phan Quang Thế (2002), Luận án Tiến sĩ. “Nghiên cứu khả năng làm việc của dụng cụ thép gió phủ dùng cắt thép cacbon trung bình”, Trường Đại học Bách khoa Hà Nội.
[3]. Trần Văn Địch, Nguyễn Trọng Bình, Nguyễn Thế Đạt, Nguyễn Viết
Tiếp, Trần Xuân Việt (2003), “Công nghệ chế tạo máy”, NXB Khoa học và kỹ thuật.
[4]. Bành Ti . (2001), Nguyên Lý Gia
công vật liệu, Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội.
[5]. Trần Thế Lục (1988). “Giáo trình mòn và tuổi bền của dụng cụ cắt”, Khoa cơ khí - Trường Đại học Bách Khoa Hà Nội.
[6]. PGS.TS Phan Quang Thế, Th.S Nguyễn Thị Quốc Dung (2008). “Tương tác ma sát giữa phoi và mặt trước của dao gắn mảnh PCBN khi tiện tinh thép 9XC qua tôi”. Tạp chí khoa học và công nghệ các trường đại học (60).
[7].PGS.TS Phan Quang Thế, Th.S Nguyễn Thị Quốc Dung (2008). “Ảnh
hưởng của vận tốc cắt đến mòn và cơ chế mòn dụng cụ gắn mảnh PCBN khi tiện tinh thép 9XC qua tôi”. Tạp chí khoa học và công nghệ các trường đại học (62).
[8]. Nguyễn Mạnh Cường(2007). “Nghiên cứu ảnh hưởng của chế độ cắt
đến chất lượng bề mặt gia công khi tiện tinh thép X12M qua tôi bằng dao gắn mảnh PCBN”. Luận văn thạc sĩ kỹ thuật chuyên ngành công nghệ chế tạo máy. Trường Đại học kỹ thuật công nghiệp Thái Nguyên.
[9] Hoàng Văn Vinh “Nghiên cứu mối quan hệ giữa chế độ cắt và tuổi bền dụng cụ phủ TiAlN khi tiện tinh thép không gỉ SUS201” Luận văn thạc sĩ kỹ thuật chuyên ngành công nghệ chế tạo máy.Trường Đại học kỹ thuật công nghiệp Thái Nguyên.
[10] Nguyễn Thị Quốc Dung (2012), Luận án Tiến sĩ. “Nghiên cứu quá trình tiện tinh thép hợp kim qua tôi bằng dao PCBN” Trường Đại học kỹ thuât công nghiệp Thái Nguyên.
[11]. X.L. Liu, D.H. Wen, Z.J. Li, L.Xiao, F.G. Yan. Cutting temperature and tool wear of hard turning hardened bearing steel. Journal of Materials Processing Technology 129 (2002) 200 – 2006.
[12]. Zorev N.N. (1963), Interrelationship between shear processes occuring along tool face and on shear plane in metal cutting, International research in production engineering, The American Society of mechanical Engineers,
New York, pp. 48-67.
[13]. Abdullah Kurt, Ulvi Seker. The effect of chamfer angle of polycrystalline cubic boron nitride cutting tool on the cutting forces and the tool stresses in finishing hard turning of AISI 52100 steel. Materials and Design 26(2005) 351 – 356.
[14].Tug˘rul O¨ zel*, Yig˘it Karpat. Predictive modeling of surface roughness and tool wear in hard turning using regression and neural networks. International Journal of Machine Tools & Manufacture 45 (2005) 467–479.
[15]. G. Poulachon , A. Moisan , I.S.Jawahir. Tool-wearmechanisms in
hardturning with polycrystalline cubic boronnitride tools. Wear 250 (2001) 576–586. [16]. Y. Kevin Chou , Chris J. Evans. Cubic boron nitride tool wear in interrupted hard cutting. Wear 225–229 (1999) 234–245
[17]. Patrik Dahlman, Fredrik Gunnberg, Michael Jacobson, The influence
of rake angle, cutting feed and cutting depth on residual stresses in hard turning. Journal of Materials Processing Technology 147 (2004) 181 – 184.
[18]. Meng Liua, Jun – ichiro Takagia, Akira Tsukudab, Effect of tool nose
radius and tool wear on residual stress distribution in hard turning of bearing steel, Journal of Materials Processing Technology 150 (2004), 234 – 241.
cutting edge geometry, workpiece hardness, feed rate and cutting speed on surface roughness and forces in finish turning of hardened AISI H13 steel. ORIGINALARTICLE.
[20]. H A Kishawy and M A Elbestawi. Tool wear and surface integrity
during high-speed turning of hardened steel with polycrystalline cubic boron nitride tools. Intelligent Machines and Manufacturing Research Centre, McMaster University, Hamilton, Ontario, Canada (755 - 767) (adsbygoogle = window.adsbygoogle || []).push({});
[21]. Jiang Hua, Rajiv Shivpuri, Xiaomin Cheng, Vikram Bedekar, Yoichi
Masumoto, Fukuo Hashimoto, Thomas R. Watkins. Effect of feed rate, workpiecehardness and cutting edge on subsurface residual stress in the hard turning of bearing steel using chamfer + hone cutting edge geometry. Materials Science and Engineering A394 (2005) 238 – 248.
[22]. Trent E.M. and Wright P.K. (2000), Metal Cutting, Butterworth- Heinemann, USA.